不同軸壓比下組合剪力墻筒體的抗震性能

袁朝慶， 王忠全， 章 桀， 劉 燕

(1.東北石油大學 土木建筑工程學院， 黑龍江 大慶 163318； 2.東北石油大學 統(tǒng)戰(zhàn)部， 黑龍江 大慶 163318)

0 引 言

雙鋼板-混凝土組合剪力墻以其優(yōu)異的抗震性能，使得越來越多的國內學者對其展開實驗研究。如聶建國等[1-2]、曹萬林等[3]、夏登榮等[4]證明雙鋼板混凝土組合剪力墻具有優(yōu)異的耗能能力。而筒體結構同樣以其優(yōu)異的抗震性能被廣泛應用[5-6]，考慮在建筑物中央區(qū)域利用電梯間、樓梯間或者洗手間圍成的筒體結構作為建筑物主要的抗側力結構，筆者將雙鋼板-混凝土組合剪力墻圍成筒體結構，形成雙鋼板-混凝土組合剪力墻筒體，分析軸壓比對雙鋼板-混凝土組合剪力墻筒體抗震性能的影響。

1 有限元模型驗證

本文依據文獻[7-8]建立有限元驗證模型，利用ABAQUS有限元軟件建立與實驗模型DCSW1尺寸完全相同的模型DCSW1-1，鋼板采用S4R殼單元，混凝土采用C3D8R實體單元，見圖1。鋼板與混凝土之間為黏結滑移關系，法向接觸為硬接觸，切向接觸為罰接觸，側向摩擦因數為0.25，底部摩擦因數為0.6。模型底板邊界條件為完全固定，頂部中央設置參考點RP-1，并將其與頂面耦合，將豎向集中力3 719 kN與水平位移施加在參考點上。

圖1 有限元模型與實驗試件Fig. 1 Finite element model and test piece

根據有限元驗證模型計算結果與實驗結果對比(圖2)、破壞形式對比(圖3)得出：兩者破壞形式基本一致，均為構件底部混凝土壓碎，并于每兩個隔板之間出現鼓曲變形。兩者骨架曲線形狀相似，初始彈性剛度有限元構件略高，誤差為1.75%；彈塑性階段有限元構件屈服荷載與屈服位移均高于實驗構件，誤差分別為8.16%、2.48%；有限元構件峰值荷載與峰值位移均低于實驗構件，誤差分別為5.51%、4.23%。誤差產生的原因：驗證模型中的材料被認為是均勻的，構件無初始缺陷，鋼板連接無缺陷，而實際實驗構件的材料、構件的連接存在缺陷。通過驗證模型計算結果與實驗結果對比可以得出，使用ABAQUS能夠較準確的模擬雙鋼板混凝土組合剪力墻在往復荷載作用下的滯回性能。

圖2 有限元結果與實驗結果對比 Fig. 2 Comparison between finite element results and test results

圖3 破壞形式對比Fig. 3 Comparison of failure modes

2 有限元模型的建立

使用ABAQUS有限元分析軟件建立雙鋼板-混凝土組合剪力墻筒體模型ZT-0.4，鋼板采用S4R殼單元，混凝土采用C3D8R實體單元。模型ZT-0.4尺寸：高度8 000 mm，墻厚100 mm，筒體橫截面為4 000 mm×4 000 mm，外包鋼板厚度10 mm，采用隔板連接，模型示意圖見圖4，截面尺寸見圖5。模型軸壓比為0.4，邊界條件為底部完全固定，鋼板與混凝土之間接觸為切向罰接觸，摩擦因數0.25，法向硬接觸，鋼材、混凝土本構模型均與驗證模型相同，頂部中央設置參考點RP-1，并將其與頂面耦合，將豎向集中力與水平位移施加在參考點上，水平加載方式見圖6。在模型ZT-0.4基礎上，僅改變軸壓比大小建立模型ZT-0.5、ZT-0.6、ZT-0.7。ZT系列模型具體參數見表1。

圖4 模型示意Fig. 4 Schematic of models

圖5 截面尺寸Fig. 5 Section size

圖6 水平加載方式Fig. 6 Horizontal loading mode

表1 模型構件參數

Table 1 Model specimen parameters

試件軸壓比混凝土鋼板高寬比ZT-0.40.4C30Q235B2ZT-0.50.5C30Q235B2ZT-0.60.6C30Q235B2ZT-0.70.7C30Q235B2

3 有限元結果與滯回性能

3.1 滯回曲線與骨架曲線

圖7所示為ZT系列模型荷載-位移滯回曲線與荷載-位移骨架曲線。從圖中可以看出,雙鋼板-混凝土組合剪力墻筒體在軸壓比分別為0.4、0.5、0.6、0.7時，滯回曲線都很飽滿，滯回環(huán)呈梭形，說明雙鋼板-混凝土組合剪力墻筒體耗能能力較強。隨著軸壓比的增大，滯回曲線形狀越來越扁平。將各軸壓比下滯回曲線每次循環(huán)加載的峰值點依次連接形成骨架曲線，可以看出：各軸壓比下骨架曲線形狀相似，彈性階段基本重合；但軸壓比越大，骨架曲線拐點出現越早，說明試件進入彈塑性階段越早，同時峰值荷載越小，極限荷載越小。

圖7 滯回曲線與骨架曲線Fig. 7 Hysteresis curves and skeleton curves

3.2 承載力與變形能力

表2給出了ZT系列模型承載力F與變形Δ的具體數值。利用骨架曲線，采用割線剛度法計算屈服點，將水平荷載最大值點確定為峰值點，取峰值荷載下降85%為極限點。延性系數為極限位移與屈服位移的比值[9]。

表2 試件承載力與位移

由表2可知，隨著軸壓比的增大，試件屈服荷載、峰值荷載、極限荷載、峰值位移逐漸降低。ZT-0.7與ZT-0.6相比，峰值荷載降低了7.08%，峰值位移降低了6.65%；ZT-0.6與ZT-0.5相比，峰值荷載降低了8.74%，峰值位移降低了8.58%；ZT-0.5與ZT-0.4相比，峰值荷載降低了9.22%，峰值位移降低了7.95%，說明軸壓比越大，試件承載力越小，達到峰值荷載的變形也越小。對比延性系數可知，當軸壓比由0.4升至0.5時，延性系數增大11.70%，軸壓比為0.5時，試件延性系數最大，當軸壓比由0.5升至0.6、0.6升至0.7時，延性系數分別減小5.24%、8.29%，說明軸壓比為0.5時，試件變形能力較好，當軸壓比超過0.5時，試件變形能力逐漸變弱。

3.3 剛度退化

將荷載-位移滯回曲線每次循環(huán)加載的峰值點荷載與峰值點位移的比值順次連接，得到剛度退化曲線。圖8給出各軸壓比下的剛度退化曲線，從圖8可以看出：各軸壓比下剛度退化曲線形狀相似，左右對稱；在彈性階段，由于初始施加水平位移較小，往復作用下剛度值有波動；隨著施加的水平位移逐漸增大，各軸壓比下剛度退化曲線變得平緩；軸壓比越大，試件在超出彈性階段后的剛度退化速度越快；在試件達到極限點時，軸壓比為0.4的試件剛度最大，軸壓比為0.5、0.6、0.7的試件剛度相差不大，但均比軸壓比為0.4時剛度小。

圖8 剛度退化曲線Fig. 8 Stiffness degradation curves

3.4 耗能能力

根據所得各軸壓比下荷載-位移滯回曲線計算出各構件每周的能量耗散，繪制出各軸壓比下能量耗散系數-周數n、累積耗能-周數n的變化曲線，用來表示各構件的耗能能力[1]。能量耗散系數-周數n曲線見圖9，累積耗能-周數n曲線見圖10。

圖9 能量耗散系數與周數的關系 Fig. 9 Relationship between energy dissipation coefficient and cycle number

圖10 累積耗能與周數的關系 Fig. 10 Relationship between accumulated energy consumption and cycle number

由圖9可以看出，各軸壓比下雙鋼板-混凝土組合剪力墻筒體試件能量耗散系數-周數n曲線形狀相似；當周數8≤n≤18時，相同周數中試件軸壓比越大，能量耗散系數越大，說明試件在彈塑性階段且水平位移相同時，軸壓比越大試件耗能能力越強；當周數19≤n≤22時，相同周數中軸壓比為0.4的試件能量耗散系數略大于軸壓比為0.5、0.6的試件，軸壓比為0.7的試件能量耗散系數最大；當周數n=23時，軸壓比為0.5的試件能量耗散系數最小，軸壓比為0.7的試件能量耗散系數最大；當周數24≤n≤27時，相同周數中軸壓比越大的試件能量耗散系數越大，說明試件在塑性階段且水平位移相同時，軸壓比越大試件耗能能力越強；當周數n>27時，軸壓比為0.7的試件已退出工作，軸壓比為0.4、0.5、0.6的試件繼續(xù)耗能直至退出工作。

由圖10可以看出，各軸壓比下雙鋼板-混凝土組合剪力墻筒體試件累積耗能-周數n曲線形狀相似；當周數n≤21時，累積耗能曲線基本重合；當周數22≤n≤27時，相同周數中軸壓比越小的試件累積耗能越多；當周數n>27時，軸壓比為0.7的試件已退出工作，軸壓比為0.4、0.5、0.6的試件繼續(xù)耗能直至退出工作。對比各軸壓比下試件的累積耗能量，當軸壓比由0.4升至0.5時，試件累積耗能增大1.59%，當軸壓比由0.5升至0.6、0.6升至0.7時，試件累積耗能分別減小20.60%、19.29%，說明試件軸壓比為0.5時，試件累積耗能最多，與試件延性系數隨軸壓比的變化趨勢相同，說明試件延性越好，累積耗能能力越強。

4 結 論

(1)對雙鋼板-混凝土組合剪力墻筒體，軸壓比越大，試件承載力越小，達到峰值荷載的變形越小。對于本文模型，當軸壓比為0.5時，試件變形能力較好，當軸壓比超過0.5時，試件變形能力逐漸變弱。

(2)各軸壓比下試件剛度退化曲線形狀相似，但軸壓比越大，試件在超出彈性階段后的剛度退化速度越快。

(3)各軸壓比下試件的滯回曲線都很飽滿，滯回環(huán)呈梭形，說明雙鋼板-混凝土組合剪力墻筒體耗能能力較強。試件在彈塑性階段且水平位移相同時，軸壓比越大試件耗能能力越強。對于本文模型，軸壓比為0.5的試件延性最好，同時試件累積耗能最多。